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Studio sperimentale del flusso di ricircolo e del rumore in un ventilatore assiale

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Academic year: 2021

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I

in un ventilatore assiale

Sommario

Il presente lavoro di tesi è incentrato sullo studio del flusso di ricircolo attraverso il gioco d’apice di ventilatori assiali per sistemi di raffreddamento automobilistici. Questo disturbo aerodinamico si comporta come un meccanismo di generazione di rumore con effetti molto significativi e, spesso, rappresenta la più importante sorgente di rumore alle basse frequenze, in grado di fornire contributi di natura sia tonale che a banda larga nello spettro di SPL. Nell’elaborato vengono presentati i risultati di misure acustiche (con microfono singolo) ed aerodinamiche con tecniche Laser Doppler Velocimetry (misure lungo traverse radiali) e Particle Image Velocimetry (misure sul piano meridiano).

La campagna sperimentale è stata condotta a differenti condizioni di funzionamento e differenti velocità di rotazione; i dati acquisiti sono stati elaborati con la tecnica di media di insieme in fase con la posizione del rotore, che ha consentito di estrarre le componenti del segnale con frequenza fondamentale pari alla frequenza di rotazione. A differenza di quanto poteva essere atteso, in certi casi è stata rilevata una particolare dipendenza del flusso e del rumore generato dalla velocità di rotazione che evidenzia uno scostamento dalla similitudine.

Ciò è causato dal fatto che le piccole deformazioni del rotore, dell’ordine di pochi millimetri e dovute al carico palare ed alla forza centrifuga, sono sufficienti a modificare il flusso in uscita dal gioco, che tende a divenire centrifugo invece che rivolto assialmente verso monte. Si tratta quindi di un fenomeno molto complesso e fortemente sensibile anche a piccoli dettagli geometrici.

Dato che il flusso di ricircolo è instazionario ma non è periodico alla frequenza di rotazione, non è stato possibile estrarne la struttura temporale tramite la media in fase. Però, è stato possibile ricavare informazioni sulla sua struttura istantanea dalle misure PIV mediante l’impiego della tecnica della decomposizione ortogonale propria. In particolare, si nota una coerenza fra la transizione degli spettri del SPL e la natura e la disposizione spaziale delle strutture vorticose individuate.

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II

noise in an axial flow fan

Abstract

The present work aims to analyze the nature and the property of the flow recirculating through the tip-gap of subsonic axial fans normally used in cooling systems of automotive engines.

Due to the pressure difference between the downstream environment and upstream one, the fluid flows around the tip of a blade (reversed flow), causing vortex structures. In shrouded fans, these vortices interact with the fan blades and create an additional important source of noise in the low frequency range.

The noise produced by this phenomenon may be of both discrete at frequencies slightly lower than the blade passing frequency (BPF) and harmonics and broadband nature, because of the irregular and time-variant nature of turbulent structures. This thesis provides results of both acoustic (single microphone) and aerodynamic measurements (Laser Doppler Velocimetry e Particle Image Velocimetry). Different operating conditions and rotational speeds were adopted during the experimental measurements.

The acquired data was processed using the phase-locked ensemble average technique, which allows to extract the components of the signal with a fundamental frequency equal to the rotational frequency. Unlike it could be expected, in some cases the results show a dependence of the flow, and consequently of the generated noise, on the rotational speed, highlighting a deviation from the similarity conditions. This is caused by slight deformations of the rotor, in the order of few millimeters, due to the blade loading and the centrifugal force; such deformations are sufficient to modify the tip flow, which tends to become centrifugal.

The phenomenon is very complex and extremely sensitive to slight geometrical details. Since the tip flow is unsteady phenomenon with typical frequencies different from the rotational one, it is not possible to extract its time structure with the ensemble average technique phase-locked with the rotor position. However, it has been possible to obtain more information about its instantaneous structure processing the PIV results by means of the application of the proper orthogonal decomposition technique. In particular, the results show a correlation between the transition of the SPL spectra and the pattern of the identified vortical structures.

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III

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IV Voglio ringraziare i miei tutor per il supporto che mi hanno fornito durante i tre anni anche nei momenti di difficoltà.

Anche un ringraziamento al coordinatore Prof. Roberto Cianci per l’ottimo percorso triennale che mi ha fornito e le ottime lezioni.

La mia famiglia per essermi stata sempre vicino e per avermi permesso di continuare gli studi e ottenere il titolo più alto a livello accademico.

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V

Indice

Sommario ... I Abstract ... II Ringraziamenti ... IV 1 – Introduzione ... 1

1.1 – Struttura della tesi ... 2

2 – Oggetto di studio ... 3

2.1 – Caratteristiche funzionali del ventilatore ... 3

2.2 – Meccanismi di generazione del rumore nel modulo di raffreddamento ... 5

2.3 – Flusso di ricircolo al gioco d’apice ... 10

3 – Tecniche di misura e strumentazione ... 21

3.1 – Misure acustiche ... 21

3.1.1 – Richiami teorici ... 21

3.1.2 – Spettro di SPL ... 22

3.1.3 – Caratteristiche della misura ... 23

3.1.4 – Set-up di misura e strumentazione ... 24

3.1.5 – Procedimento operativo ... 27

3.2 – Misure aerodinamiche con tecnica Laser Doppler Velocimetry ... 27

3.2.1 – Caratteristiche generali ... 27

3.2.2 – Principio di funzionamento e modello a frange di interferenza ... 28

3.2.3 – Inseminante ... 32

3.2.4 – Volume di misura ... 32

3.2.5 – Trasduzione del segnale ... 34

3.2.6 – Catena di misura ... 35

3.2.7 – Procedimento operativo ... 36

3.2.8 – Valutazione degli effetti deformativi ... 38

3.3 – Misure aerodinamiche con tecnica Particle Image Velocimetry ... 40

3.3.1 – Caratteristiche generali ... 40

3.3.2 – Principio di funzionamento e catena di misura ... 41

3.3.3 – Teoria della cross-correlazione nel PIV ... 43

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VI

3.3.5 – Procedimento operativo ... 49

4 – Tecniche di rielaborazione dei dati ... 51

4.1 – Rielaborazione dei dati acustici ... 51

4.2 – Rielaborazione dei dati aerodinamici ottenuti con tecnica LDV ... 52

4.2.1 – Media e standard deviation ... 52

4.2.2 – Media in fase ... 53

4.2.3 – Vorticità ... 54

4.3 – Rielaborazione dei dati aerodinamici ottenuti con tecnica PIV ... 55

5 – Caratterizzazione aeroacustica del set-up di prova ... 61

5.1 – Risultati delle misure in rampa di velocità ... 61

5.2 – Risultati delle misure a velocità costante ... 64

6 – Studio aerodinamico con tecnica LDV ... 80

6.1 – Andamenti ottenuti dalle medie ... 80

6.2 – Andamenti ottenuti dalle medie in fase ... 95

7 – Studio aerodinamico con tecnica PIV ... 115

7.1 – Campi vettoriali istantanei ... 116

7.2 – Campi vettoriali medi ... 121

7.3 – Campi vettoriali mediati in fase ... 126

8 – La tecnica della decomposizione ortogonale propria (POD) ... 131

9 – Analisi del flusso mediante la POD ... 135

10 – Conclusioni ... 152

Bibliografia ... 154

Simbologia ... 156

(8)

$

1. Introduzione

Il rumore aerodinamico emesso dai sistemi di raffreddamento degli autoveicoli rappresenta un importante contributo all’inquinamento acustico in ambito urbano e anche un limite al comfort interno della vettura. Le basse velocità di avanzamento dei veicoli ed i carichi relativamente contenuti richiesti ai motori in tali circostanze rendono, infatti, meno importanti altri tipi di sorgenti acustiche, come il rumore dovuto alla combustione, quello di natura meccanica dovuto agli organi delle varie catene cinematiche in esercizio e quello di rotolamento degli pneumatici. Le normative vigenti in materia di inquinamento acustico e le specifiche richieste dei costruttori automobilistici, volte all’ottenimento di moduli meno rumorosi e dettate da una concorrenza in forte espansione, fissano limiti stringenti non solo alla potenza acustica emessa, ma anche sull’emersione delle componenti tonali rispetto al contributo a banda larga e sulla loro rispettiva distanza in frequenza. Inoltre, sono richiesti ventilatori con prestazioni sempre più elevate, a causa dei maggiori flussi termici da smaltire dai radiatori, e più compatti, a causa della tendenza a minimizzare gli ingombri e ad attrezzare il sottocofano con organi ausiliari [1]. La conseguenza di ciò è che il contenimento delle emissioni acustiche, senza deterioramento delle prestazioni aerodinamiche, rappresenta attualmente uno dei principali problemi nella progettazione dei ventilatori per sistemi di raffreddamento automobilistici. Un contributo fondamentale al rumore emesso è generato dal flusso di ricircolo attraverso il gioco d’apice, sia dal punto di vista quantitativo, sia da quello qualitativo, poiché associato a componenti tonali particolarmente importanti nello spettro del SPL. Il flusso di ricircolo, dovuto alla differenza di pressione tra gli ambienti di monte e di valle del rotore, è particolarmente complesso in quanto costituito da strutture di scala variabile, dotate di prerotazione positiva [8], che vengono emesse irregolarmente. Queste vengono successivamente reingerite dal rotore, dando luogo a rumore tonale a frequenze inferiori a quella di passaggio di pala ed innalzando il livello generale nella parte a bassa frequenza dello spettro di SPL. Sebbene le caratteristiche principali del meccanismo di generazione siano note, la sua complessità è decisamente elevata e l’effetto dei parametri che lo condizionano è in parte sconosciuto; le informazioni reperibili in letteratura sono piuttosto limitate e di carattere principalmente teorico o numerico [10,11,12,13,17,18,19], mentre un recente studio sperimentale [2] ha mostrato una forte dipendenza dai dettagli della geometria della zona d’apice e di monte e anche dal punto di funzionamento a cui si opera. Il fenomeno è difficilmente prevedibile con sufficiente accuratezza mediante approcci tradizionali. Per esempio, le simulazioni attraverso software CFD sono computazionalmente onerosissime e spesso inaffidabili, anche perché non sono disponibili informazioni sperimentali utili alla validazione dei risultati. Vista la forte variabilità della morfologia degli spettri di SPL nella parte a bassa frequenza e l’impossibilità di definire a priori le caratteristiche delle strutture presenti nel flusso di ricircolo e responsabili della variazione del carico palare che dà luogo al rumore aerodinamico, si deduce che, al fine ultimo di minimizzare il rumore emesso, è necessario uno studio in dettaglio del meccanismo di generazione. In particolare, lo studio è di utilità per l’accrescimento della conoscenza sul fenomeno, necessaria per la progettazione delle giranti, e per fornire dati utili alla validazione dei risultati ottenibili per via numerica. Lo scopo della presente tesi, svolta interamente presso i laboratori del DIME, è quello di approfondire la conoscenza del fenomeno fluidodinamico mediante misure acustiche in camera anecoica e misure aerodinamiche (con tecniche Laser Doppler Velocimetry e Particle Image Velocimetry) che permettano di ottenere informazioni sul campo di moto del ventilatore. L’intera campagna sperimentale è stata condotta a differenti

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% condizioni di funzionamento per valutarne l’influenza diretta sulla natura del flusso e, di conseguenza, sulle caratteristiche del rumore generato. Di forte rilievo per lo studio sono anche gli aspetti deformativi che interessano il ventilatore in esercizio e la diretta correlazione con la variazione delle caratteristiche aeroacustiche del flusso di ricircolo.

Inoltre, è degna di menzione l’applicazione della tecnica della decomposizione ortogonale propria ai risultati delle misure PIV, al fine di individuare la presenza di strutture di flusso organizzate nel flusso di ricircolo.

1.1 Struttura della tesi

Il presente elaborato è organizzato nel seguente modo:

Il capitolo 2 è dedicato alla descrizione del ventilatore studiato, ovvero della sua geometria e degli aspetti aeroacustici di interesse. Inoltre, viene presentato il problema legato al flusso di ricircolo al gioco d’apice ed i vari parametri da cui, nel presente caso, dipendono le sue caratteristiche.

Il capitolo 3 è dedicato alla descrizione delle tecniche di misura utilizzate nella campagna sperimentale, partendo dalle misure acustiche e passando successivamente alle misure aerodinamiche (LDV e PIV). In particolare, vengono descritti i principi fisici su cui sono fondate e la metodologia applicativa in ambiente di laboratorio, specificando l’impostazione seguita e giustificandola in base agli obiettivi posti.

Il capitolo 4 è dedicato alla descrizione delle tecniche di rielaborazione dati utilizzate, specialmente per le analisi aerodinamiche. Oltre alla tipologia di dati estrapolati, vengono descritte le quantità di interesse per lo studio.

Il capitolo 5 è dedicato alla discussione dei risultati delle prove acustiche eseguite sulla configurazione di prova e si pone come punto di partenza per le prove aerodinamiche successive.

Il capitolo 6 è dedicato alla discussione dei risultati delle prove aerodinamiche effettuate con la tecnica LDV. In particolare, si parte dall’analisi degli andamenti medi temporali della velocità per poi passare a quella delle quantità mediate in fase.

Il capitolo 7 è dedicato alla discussione dei risultati delle prove aerodinamiche effettuate con la tecnica PIV. In particolare, vengono presentati alcuni campi vettoriali istantanei, i campi vettoriali medi ed i campi vettoriali mediati in fase.

Il capitolo 8 è dedicato alla descrizione, essenziale, della tecnica della decomposizione ortogonale propria (POD).

Il capitolo 9 è dedicato alla descrizione dei risultati della POD.

Il capitolo 10 è dedicato alle conclusioni tratte a seguito della campagna sperimentale.

A seguire, vi sono la Bibliografia, la Simbologia utilizzata e l’Appendice A, comprendente uno spezzone di programma Matlab utilizzato durante il post-processing.

(10)

$

2. Oggetto di studio

2.1. Caratteristiche funzionali del ventilatore

L’oggetto di studio del presente lavoro di tesi è un ventilatore assiale ad alte prestazioni, ovvero una macchina in cui il flusso d'aria passa attraverso il rotore in direzione sostanzialmente parallela all'asse di rotazione, mantenendo invariata la direzione media del flusso sebbene si instaurino fenomeni vorticosi di differente natura. La componente assiale della forza esercitata dalle pale è rivolta dall'ingresso verso l'uscita e provoca un aumento della pressione statica o un’accelerazione del fluido a seconda dei casi e del punto di funzionamento. La componente tangenziale della velocità è legata allo scambio di lavoro mentre la componente radiale è generalmente trascurabile. Questa tipologia di ventilatore è maggiormente indicata per situazioni con un alto numero di giri specifico (ovvero alte portate e basse prevalenze) e durante l’esercizio non vengono riscontrate variazioni significative della densità del fluido operato.

Si ipotizza che la velocità di trascinamento rimanga costante tra la sezione di ingresso e quella di uscita e che il flusso in ingresso possieda componente tangenziale della velocità assoluta trascurabile,

dove:

= velocità di trascinamento

= componente tangenziale della velocità assoluta

Il ventilatore studiato presenta una girante con pale equispaziate circonferenzialmente e ricoperta esternamente, in corrispondenza del raggio d’apice, con un anello di collegamento tra le varie pale. Questo elemento, riscontrabile solitamente nei ventilatori utilizzati per applicazioni a velocità limitate, assicura maggiore resistenza strutturale ai rotori provvisti di pale sciabolate e limita, quanto più possibile, il flusso di ricircolo tra gli ambienti di valle e di monte [9]. Tale anello aumenta il rendimento volumetrico, contrastando il flusso di ricircolo, ma ha anche un effetto negativo poiché aumenta il rumore a bassa frequenza, con contributi sia di tipo broadband che tonali. Il rotore, realizzato in materiale composito ( , ) ottenuto a partire da una matrice in Poliammide a cui vengono aggiunte fibre di vetro in quantità pari al , presenta un diametro esterno pari a , un diametro di mozzo pari a e una corda variabile da al raggio di mozzo a per quello d’apice.

(11)

% Fig. 2.1 – Ventilatore e modulo di raffreddamento senza radiatore

Tale ventilatore è progettato e prodotto dall’azienda Johnson Electric Asti srl e viene installato nei sistemi di raffreddamento di motori ad accensione comandata turbosovralimentati per autoveicoli (Fig. 2.1). Nei gruppi di raffreddamento il rotore è montato a valle del radiatore, ma il presente studio è effettuato in una configurazione semplificata, in cui l’aspirazione avviene direttamente dall’ambiente (mostrata in Fig. 3.3). In condizioni ambiente ! " il ventilatore, operando a velocità nominale pari a # $% , elabora una portata d’aria pari a &

' generando un incremento di pressione statica rispetto alla pressione ambiente pari a (% %)* %+ con un rendimento globale ,- &(% ./ 0 . Indicando con 1234 e 234 rispettivamente il diametro e la velocità di trascinamento all’apice della pala è possibile adimensionalizzare portata e prevalenza. Al punto di funzionamento nominale (indicato nel seguito con l’acronimo DP):

567 8

9:;< =>:;< ? @

' A67 +'CD9B4:;<? ' (2.8)

Il punto di funzionamento a mandata libera (di grande rilevanza per lo studio sperimentale descritto nel seguito, indicato con l’acronimo ML), ovvero in condizioni di massima portata ed effetto utile ((%) nullo è caratterizzato da:

5EF 8

9:;< =>:;< ? @

' AEF +'CD9B4:;<? (2.9)

Il range di funzionamento del ventilatore varia tra 1000 e 3000 rpm (Fig. 2.14), sia durante le campagne di prova, sia in condizioni di funzionamento reali.

La curva caratteristica a regime nominale ( $% ) è stata ottenuta dall’azienda produttrice con un circuito test descritto da normativa. In particolare, essa si riferisce a condizioni di prova in assenza di palettature raddrizzatrici del flusso in ingresso. La misura della portata è stata effettuata in un condotto a monte del rotore, ovvero senza la possibilità di valutare la portata di ricircolo. Tramite la teoria della similitudine è stato possibile estendere i risultati ottenuti sperimentalmente al regime di $% ad altri regimi di funzionamento di interesse (nel paragrafo 3.1.4 vengono mostrate le varie curve a diversi regimi). Infine, sempre grazie alla teoria della similitudine, è stato possibile ricavare la curva caratteristica adimensionale (Fig. 2.2).

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& Fig. 2.2 – Curva caratteristica adimensionale

Nel punto di funzionamento a DP a $% il numero di Reynolds, basato sulla corda del profilo e sulla velocità relativa all’ingresso, definito dalla (2.10), è pari a ' G

C al mozzo e pari a ' G C all’apice della pala.

HIJ KMLJ (2.10)

dove:

N = velocità relativa all’ingresso O = corda del profilo

P = viscosità cinematica dell’aria ' G QC )

L’intensità di turbolenza, (2.11), in ingresso al rotore, valutata per raggi di pala intermedi (ovvero dove il flusso è indisturbato). Nel punto di funzionamento a ML è circa pari al per tutti i regimi, mentre per i casi a DP è pari al a $% e $% e pari al per il regime a $% (la frequenza di rotazione è 50 Hz e quindi considerando 9 pale la BPF è pari a 450 Hz). Essa è strettamente legata all’energia cinetica turbolenta, a cui si rimanda la trattazione nel capitolo 6. La definizione di standard deviation, invece, viene fornita nel paragrafo 4.2.1.

R ST UVW "" X UVWZ " X Y"" X UVW $""

Y" X $" [ (2.11)

2.2. Meccanismi

di

generazione

del

rumore

nel

modulo

di

raffreddamento

La prima causa di rumore in un sistema di circolazione dell'aria è il ventilatore principale. Il problema può poi essere aggravato dalla sovrapposizione di rumori secondari generati dal sistema stesso, come ad esempio il passaggio forzato dell'aria attraverso condotti, aperture e griglie. In questo elaborato viene analizzato solamente il rumore

' '('& '() '()& '(* '(*& ' '('& '() '()& '(* A 5 +5 , A , -+5. A.

(13)

-/ prodotto dal ventilatore e, in particolare, il contributo dovuto all'interazione tra le superfici solide ed il flusso, ovvero il cosiddetto rumore aerodinamico. Esistono, infatti, anche contributi dovuti al motore di azionamento del ventilatore, attribuibili alla commutazione oppure alla presenza di giochi o difetti da usura negli anelli o nei corpi volventi dei cuscinetti di sostentamento. Quest’ultimi, combinati ad eventuali lievi sbilanciamenti di tipo statico o dinamico che durante l’esercizio a regime costante inducono, rispettivamente, eccentricità e momenti alterni ribaltanti gravanti sull’albero motore (che sostiene il ventilatore a sbalzo), possono dar luogo a stati vibratori che interessano più parti dell’assieme e provocano contributi aggiuntivi di rumore. L’energia vibratoria, trasmessa rigidamente alle altre parti dell’assieme, viene ceduta facilmente all’aria da parte di superfici solide estese in grado di imprimere fluttuazioni locali sugli strati di aria vicino ad esse dando luogo a contributi di rumore di origine vibroacustica. Per quanto riguarda il contributo di origine aerodinamica, il rumore generato dal ventilatore in esercizio dipende principalmente dalle fluttuazioni della pressione sulla superficie delle pale (carico palare) ed è definito unsteady loading noise. Esso si differenzia dallo steady loading noise, legato ala variazione del fattore Doppler dovuta al moto del rotore e trascurabile in questo caso poiché rilevante solamente per macchine lavoranti ad alto numero di Mach. Nel caso in esame, infatti, il numero di Mach è contenuto e può essere calcolato nel regime di rotazione massimo ( $% ) attraverso la formula (2.12):

#\]^ >?"

_`

+++?ab``'@b?

c d ' (2.12)

dove:

#e_f = velocità di rotazione massima $% 1234 = diametro esterno ventilatore

+ = velocità di propagazione delle onde sonore a R

L’unsteady loading noise, essendo legato a tutte le possibili cause di variazione del carico palare riscontrabili durante l’esercizio, risulta essere fortemente dipendente dall’ambiente di lavoro, dalle caratteristiche del flusso in ingresso e dalle condizioni di installazione [3]. Proprio per questo non è di facile previsione e studi di tipo numerico recentemente impostati e riscontrabili in letteratura [10,11,12,13] possono fornire informazioni importanti ma risultano insufficienti senza una validazione sperimentale. E’ possibile distinguere tra rumore generato dal ventilatore a prescindere dall’installazione e rumore dipendente dall’installazione. Il primo può essere diminuito esclusivamente in fase di progetto, mentre il secondo può essere diminuito attraverso un’attenta installazione e controllo del flusso in ingresso.

Il rumore del primo tipo può essere dovuto a:

1. interazione tra la turbolenza generata nello strato limite presente sull’estradosso ed il bordo di uscita della pala. La variazione di pressione avviene sul bordo di uscita della pala e, proprio per questo, viene definito Trailing Edge Noise (Fig. 2.3). Esso dà luogo ad uno spettro di tipo broadband prevalente alle frequenze medio-alte; in generale si tratta di uno dei principali contributi al OASPL;

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0 Fig. 2.3 – Trailing edge noise

2. interazione aerodinamica tra palettature in moto relativo (tipicamente rotore e statore o razze di supporto del motore). Data la forte correlazione presente nelle sorgenti, si tratta di rumore periodico correlato con la posizione angolare del rotore, che appare nello spettro del SPL con contributi tonali alle armoniche della frequenza di rotazione. In generale, si tratta di un contributo rilevante al OASPL e rappresenta la principale causa di fastidio per i soggetti esposti;

3. interazione con il flusso di ricircolo attraverso il gioco d’apice, detto Tip Clearance Noise (Fig. 2.4). In questo caso le sorgenti sono debolmente correlate o scorrelate a seconda delle caratteristiche delle strutture turbolente presenti, fortemente dipendenti dalle condizioni di funzionamento e dai dettagli della geometria del gioco e dell’ambiente di monte. Tale contributo, quindi, genera componenti di rumore tonale o broadband nello spettro specialmente per frequenze di poco inferiori alla frequenza di passaggio della pala (indicata nel seguito con l’acronimo BPF) e relative armoniche a causa della prerotazione [2]. In realtà, come anticipato, tale contributo dipende da molteplici fattori, tra cui anche alcune condizioni di funzionamento (descritte nel seguito).

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1 Fig. 2.4 – Sezione meridiana dell’assieme

Il rumore del secondo tipo è dovuto alle condizioni del flusso in ingresso, strettamente legate all’ambiente di funzionamento ed alla presenza di corpi in grado di generare scia quando vengono investiti dalla corrente fluida richiamata dal ventilatore. Di conseguenza, può essere dovuto a:

1. ingestione di turbolenza fine (scala spaziale piccola rispetto alla corda del profilo) nella schiera palare. In questo caso, dunque, si considera l’azione di strutture turbolente di dimensioni tali da far si che non possano essere “incontrate” da più pale consecutivamente, per cui il fenomeno non può risultare periodico come nel caso di turbolenza di grossa scala. Le interazioni, in questo caso, generano rumore a seguito di variazioni di carico casuali e locali sulla superficie delle pale e forniscono contributo broadband prevalentemente alle frequenze medio-basse. Tale rumore è detto Leading Edge Noise (Fig. 2.5) poiché viene generato in prossimità del bordo di ingresso della pala;

Fig. 2.5 – Leading edge noise

2. ingestione di strutture turbolente di grande scala (ad esempio turbolenza atmosferica) che possono incontrare diverse pale, con sorgenti correlate che forniscono contributi tonali alla BPF e relative armoniche. Il rumore generato, tuttavia, risulta scorrelato rispetto alla posizione angolare del rotore.

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2 Fig. 2.6 – Ingestione di turbolenza di grande scala

Per facilitare la comprensione dei fenomeni descritti ed il loro effetto sulle caratteristiche del rumore generato viene riportato uno spettro di SPL del ventilatore studiato ottenuto da una misura in camera anecoica (Fig. 2.7). In esso si notano distintamente:

contributi tonali alla BPF e relative armoniche dovuti all’ingestione di una scia, causata da una barra installata appositamente a monte del rotore;

andamento asintotico broadband per frequenze medio-alte, tipico del Trailing Edge Noise;

andamento broadband per basse frequenze, tipico del Leading Edge Noise;

contributi del Tip Clearance Noise per frequenze di poco inferiori alla BPF e relative armoniche.

Fig. 2.7 – Effetti dei principali meccanismi di generazione del rumore aerodinamico sullo spettro di SPL

In particolare, il SPL (Sound Pressure Level) nella banda di frequenza n-esima centrata in gh e di ampiezza ig è definito dalla formula (2.13):

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)' U jh klmn+44opp!q?r;p? klmn+s t<< u"vu gwXig gw*ig 4r;p? Wx (2.13) dove:

%.uu!h= pressione efficace riferita alla n-esima banda di frequenza %y3u= pressione di riferimento rappresentante la soglia di udibilità z U44 g"=densità spettrale di potenza ) {|

2.3. Flusso di ricircolo al gioco d’apice

Come precedentemente anticipato, il flusso di ricircolo al gioco d’apice ha effetti importanti sul rumore complessivo (descritto dal OASPL) e rappresenta il contributo di livello più alto nella regione di bassa frequenza dello spettro di SPL. Di fatto, l’entità della prerotazione di tale flusso determina anche la sua differenza rispetto alla velocità di trascinamento e, di conseguenza, la frequenza a cui compare il fenomeno nello spettro di SPL. Per chiarire il concetto si può pensare all’effetto della turbolenza indotta per interazione tra il flusso in ingresso e la barra precedentemente citata; la scia generata, infatti, non possiede componente rotazionale di velocità (avanza solo assialmente) ed impatta su ogni pala ogni singolo giro con una velocità tangenziale relativa pari a , generando una variazione del carico palare con frequenza pari alla BPF. La presenza di una struttura rotante concorde, invece, comporta un’interazione con le pale (anche solamente due pale consecutive) a frequenze inferiori alla BPF. In generale, il flusso di ricircolo è un fenomeno estremamente complesso in quanto le sue caratteristiche dipendono da molteplici aspetti finemente correlati tra di loro, come il punto di funzionamento sulla curva caratteristica, le condizioni di installazione e gli effetti deformativi che interessano inevitabilmente il ventilatore durante il funzionamento. Proprio per questo sia l’andamento che ricopre nello spettro sia il range di frequenza caratteristico a cui si manifesta sono variabili e la sua identificazione, talvolta, può non essere banale. Esso, a seconda della scala delle strutture di flusso che trasporta, può contribuire sia alla formazione di rumore tonale sia di quello broadband. Per evidenziare gli aspetti di maggiore interesse che condizionano la natura di questo meccanismo di generazione si riportano alcuni grafici disponibili da studi precedenti [2]. Per quanto riguarda gli effetti legati all’installazione ed al punto di funzionamento, sono interessanti dei confronti tra spettri di SPL acquisiti in presenza di un condotto di raddrizzamento del flusso nella zona di monte (Fig. 2.8) e spettri di SPL acquisiti in assenza di tale condotto, ovvero con solo il pannello che contiene il ventilatore. È necessario specificare che tali misure sono state effettuate a $% (nei casi a DP ed a ML) con un dispositivo di abbattimento della turbolenza (indicato nel seguito con l’acronimo DISP), schematizzato in Fig. 2.8.

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)) Fig. 2.8 – Dispositivo di abbattimento della turbolenza e

condotto di raddrizzamento del flusso

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)* Fig. 2.10 – Effetto del condotto a ML

Innanzitutto è necessario specificare che il DISP (sempre presente per questi casi) permette di ridurre le strutture di grande scala responsabili del rumore tonale alla BPF e relative armoniche e consente, quindi, una migliore identificazione del contributo relativo al flusso di ricircolo. Dagli spettri di SPL mostrati, inoltre, risulta evidente l’effetto del condotto di raddrizzamento in termini di innalzamento del OASPL e delle caratteristiche del flusso di ricircolo. Nel caso a DP, oltre a provocare un innalzamento di oltre Wx del picco caratteristico (indicato in Fig. 2.9), porta ad una traslazione in frequenza della sua posizione. Questo è giustificabile con il fatto che il flusso di ricircolo, una volta fuoriuscito dal meato, viene costretto dalle pareti del condotto di raddrizzamento a seguire una traiettoria molto più contenuta (evitando miscelamenti con il flusso esterno di monte), che gli consente di mantenere maggiore coerenza e velocità tangenziale delle strutture. Nel caso a ML è possibile notare il contributo alla BPF. Per quanto concerne il contributo del flusso di ricircolo si nota, per entrambi i casi a ML, una notevole differenza rispetto agli stessi casi a DP, con livelli di rumore ampiamente inferiori ed una modificazione del precedente picco, ora simile ad un dosso (indicato in Fig. 2.10). Anche in questo caso l’effetto del condotto di raddrizzamento è un innalzamento del livello di rumore ed una traslazione in frequenza del fenomeno, in accordo con quanto specificato per DP. Di fatto è possibile ridurre il contributo di rumore del flusso di ricircolo chiudendo il gioco di installazione presente, anche se tale procedimento è adatto solamente in ambiente di laboratorio con un impianto test e non in ambiente applicativo per i moduli di produzione industriale, che necessitano di inevitabili giochi di installazione tra ventilatore e cassa. Tali giochi, infatti, permettono di evitare strisciamenti tra le parti dovuti all’inevitabile deformazione della ventola in esercizio ed alla tolleranza dimensionale di costruzione dovuta al processo di formatura. In ogni caso, è interessante confrontare gli spettri di SPL precedenti, acquisiti con condotto di raddrizzamento, con degli spettri di SPL relativi ad acquisizioni effettuate nella stessa configurazione ma con l’aggiunta dell’anello di riduzione del gioco (Fig. 2.11) per entrambi i punti di funzionamento.

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)$ Fig. 2.11 – Anello di riduzione del gioco e zona di installazione

(21)

)% Fig. 2.13 – Effetto dell’anello di riduzione a ML

Per entrambi i casi (ML e DP) l’effetto dell’anello di riduzione è ben visibile dai confronti in Figg. 2.12-2.13 e comporta una riduzione di circa } Wx nei picchi e di Wx della zona a bassa frequenza. Come anticipato, un altro parametro importante da cui dipende il fenomeno legato al flusso di ricircolo è la deformazione del rotore. Infatti, è necessario tenere presente che il materiale di cui è composta la girante, avente modulo di Young , subisce deformazioni in campo elastico in esercizio a seguito di sollecitazioni di carattere inerziale centrifugo e sollecitazioni dovute alle pressioni differenti agenti all’intradosso ed all’estradosso delle pale. La sovrapposizione di tali contributi porta ad un avanzamento assiale di qualche millimetro dell’anello esterno del ventilatore rispetto al pannello, dovuto ad una deformazione flessionale delle pale ed al vincolo in direzione assiale a cui è soggetto il mozzo. La conseguenza diretta di tale avanzamento assiale è una notevole variazione delle caratteristiche aerodinamiche del flusso di ricircolo, che si trova ad avere condizioni di vincolo meno restrittive dovute ad un maggiore spazio presente nella zona del meato. È necessario specificare che i carichi agenti sul ventilatore in esercizio, sebbene di natura diversa, sono proporzionali al quadrato della velocità di rotazione (#), pertanto la variazione delle caratteristiche aerodinamiche (e dei conseguenti effetti acustici) del flusso sono visibili chiaramente durante una rampa di velocità che spazza i range tipici di funzionamento. Vengono ora mostrati i diagrammi agli ordini (Figg. 2.14-2.15) ottenuti da misure in rampa di velocità eseguite a DP ed a ML nella configurazione con solo il pannello ed il DISP (ovvero in assenza del condotto di raddrizzamento mostrato in Fig. 2.8).

(22)

)& Fig. 2.14 – Diagramma agli ordini della rampa a DP

(23)

)/ I grafici mostrati in Figg. 2.14-2.15 si riferiscono alla vista dall’alto dei diagrammi agli ordini. In queste rappresentazioni si sfrutta l’adimensionalizzazione delle frequenze attraverso il numero di Strouhal, definito dalla formula (2.14):

UV ~+u# (2.14)

dove:

g = frequenza {|

# = velocità di rotazione $%

In questo modo è possibile distinguere gli effetti acustici direttamente legati alla velocità di rotazione (e quindi di natura aerodinamica) dalle frequenze di risonanza dell’ambiente di misura (ovvero effetti di propagazione riscontrabili a pari frequenze per ogni velocità di rotazione), rappresentate da iperboli. Inoltre, è necessario specificare che i diagrammi mostrati sono stati scalati con fattore klmn+#C, in quanto il rumore generato è direttamente correlato ad una potenza compresa tra 4.5 e 5.5 della velocità di rotazione [2,4]. La quantità rappresentata, infatti, è il cosiddetto SPL scalato, definito dalla formula (2.15):

U j€J_/ U jh * klmn+#c•‚"X ƒ" (2.15)

In questo caso, come evidenziato dal fattore, è stato adottato „ e ƒ .

È necessario specificare che per queste misure in rampa di velocità, a riposo, il lato esterno dell’anello è complanare con il pannello (Fig. 2.16) e che, al crescere del regime, si ha un graduale avanzamento; tale quantità è stata calcolata con un modello FEM ed anche misurata con un metodo ottico approssimato, ottenendo un buon accordo tra i valori (riportati in Tab. 3.1).

Fig. 2.16– Dettaglio sul posizionamento del rotore

Osservando il diagramma riferito al caso a DP (Fig. 2.14) si nota chiaramente il contributo del flusso di ricircolo a UV d ' e relativi multipli, in accordo con quanto già riscontrato negli spettri precedenti (Fig. 2.9), in cui il picco legato al flusso di ricircolo è situato a frequenze di poco inferiori alla BPF (ora rappresentata da UV ) e relative armoniche. Trascurando gli effetti di propagazione (rappresentati da valli e cresce con andamento iperbolico), l’andamento descritto è indipendente dal regime fino a $% (in cui l’avanzamento dell’anello è di circa ), dove gli effetti di rilievo sono due: una diminuzione generalizzata del SPL scalato ed un leggero aumento in Strouhal del picco

(24)

)0 legato al flusso di ricircolo, ora passato a UV d ' . Tali effetti sono una indicazione chiara della modificazione delle caratteristiche del flusso di ricircolo nell’istante in cui l’anello esterno si trova ad avere un certo avanzamento assiale a seguito di una specifica condizione di carico. Nel diagramma riferito al caso a ML (Fig. 2.15), invece, si nota chiaramente il contributo del flusso di ricircolo in un range di Strouhal poco prima di UV

(corrispondente alla BPF), in accordo con quanto già riscontrato negli spettri precedenti, in cui vi è un dosso (e non un picco) a frequenze di poco inferiori alla BPF e relative armoniche. Tuttavia, al contrario del caso a DP, non si verificano variazioni significative del comportamento del flusso di ricircolo nell’intero range di velocità spazzato durante la rampa. Questo porta a pensare che nel caso a DP, in cui la modificazione geometrica è più rilevante, venga persa la condizione di similitudine fluidodinamica del flusso di ricircolo (che varia il suo comportamento in corrispondenza di un particolare valore di velocità e, quindi, di avanzamento assiale), mentre nel caso a ML la condizione di similitudine venga mantenuta per tutto il range di velocità considerato. Per verificare che la variazione di comportamento sia realmente imputabile all’avanzamento dell’anello esterno è utile confrontare i diagrammi agli ordini provenienti da misure in rampa eseguite a DP ed a ML nella stessa configurazione precedente ma con una diversa posizione assiale dell’intero blocco, comprendente il motore ed il ventilatore, rispetto al pannello (Figg. 2.17-2.18-2.19-2.20). In particolare, vengono considerate le prove eseguite con un avanzamento assiale di

(a riposo), che porta ad avere un meato aperto dall’inizio, e con un arretramento assiale di (a riposo), che porta ad avere il ventilatore arretrato rispetto al pannello anche in esercizio e, quindi, un vincolo sul flusso di ricircolo (simile al caso del condotto di monte considerato negli spettri di SPL in Figg. 2.9-2.10) per tutto il range di velocità.

(25)

)1 Fig. 2.18 – Diagramma agli ordini della rampa a DP con arretramento di 9 mm

(26)

)2 Fig. 2.20 – Diagramma agli ordini della rampa a ML con arretramento di 9 mm

Dalla Fig. 2.17, riferita al caso a DP con avanzamento di , si riscontra solamente un aumento in Strouhal del picco per valori molto bassi di velocità ma non si riscontra più la variazione netta di comportamento ad un determinato valore di velocità di rotazione, dato che il ventilatore è sempre avanti rispetto al pannello e, quindi, il meato è sempre aperto. Considerando lo stesso caso ma con arretramento di , ovvero la Fig. 2.18, si nota un effetto simile a quello dovuto al condotto di monte utilizzato in precedenza. Il flusso di ricircolo, infatti, è vincolato dalle pareti del condotto di installazione collegato al pannello e possiede una traiettoria corta e confinata prima di essere ingerito dalla schiera palare. L’effetto è chiaramente visibile sul diagramma, in cui si notano picchi ben marcati per UV d e relativi multipli (inferiori rispetto al caso precedente con UV d ' perché la velocità delle strutture di flusso viene mantenuta maggiormente in questa configurazione). Per quanto riguarda i casi a ML, è interessante notare dalla Fig. 2.19 come l’avanzamento iniziale del ventilatore comporti un’attenuazione rispetto al caso precedente complanare con il pannello (Fig. 2.15) e non provochi alcuna variazione di andamento simile a quella del caso a DP complanare al pannello (Fig. 2.14), segno del fatto che a ML tale variazione non avviene nel range di velocità di rotazione considerato, indipendentemente dal fatto che la deformazione in esercizio sia inferiore al caso a DP. Questo è prova dell’elevata complessità del fenomeno legato al flusso di ricircolo, dato che il punto di funzionamento (DP o ML) ha effetti diretti sulla natura del flusso ma anche sull’entità della deformazione della ventola, la quale ha a sua volta effetti importanti sulla natura del flusso. Infine, dalla Fig. 2.20 si nota un effetto del tutto similare a quello visto nel caso a DP (Fig. 2.18), sebbene il contributo di rumore sia più limitato per il solo effetto del punto di funzionamento.

(27)

*' Questo semplice esperimento mostra la complicatezza del fenomeno e la sua forte non linearità. Ne consegue che per poter descrivere accuratamente il fenomeno acustico legato al flusso di ricircolo rilevabile dagli spettri di SPL e dai diagrammi agli ordini si rendono necessari, come anticipato, degli studi aerodinamici per individuare le caratteristiche tempovarianti e spaziali delle strutture fluidodinamiche che si originano nel meato e la loro dipendenza dai parametri illustrati. Attraverso semplici stime teoriche, infatti, non è possibile prevedere l’evoluzione tridimensionale del flusso una volta fuoriuscito dal meato e la cinematica che lo caratterizza fino all’impatto con le pale. Dato che i metodi numerici richiedono l’impiego massivo di risorse di calcolo e tempi lunghi per l’esecuzione, l’approccio sperimentale è, attualmente, irrinunciabile. L’obiettivo principale del lavoro di tesi è quello di ottenere informazioni sul campo di moto del ventilatore per studiare le caratteristiche del flusso di ricircolo e per cercare di individuare sperimentalmente le strutture di flusso (Fig. 2.21) ottenute per via numerica dai calcoli CFD presenti negli articoli di riferimento [11,12,13]. Inoltre, i risultati ottenuti sperimentalmente hanno forte utilità per la validazione dei modelli di calcolo CFD e sono d’ausilio per una eventuale loro correzione.

Fig. 2.21 – Conformazione del flusso di ricircolo proveniente da calcoli con metodo CFD (tratto da [13])

La configurazione presa in considerazione per lo studio descritto nel seguito, mostrata in Fig. 3.3, è quella standard con il solo pannello (complanare a riposo al lato esterno dell’anello), ovvero in assenza del condotto di monte e dell’anello di riduzione del gioco. La campagna sperimentale ha previsto misure della pressione acustica in camera anecoica in tale configurazione e, successivamente, misure aerodinamiche con tecniche Laser Doppler Velocimetry e Particle Image Velocimetry. La prima tecnica, effettuando misure puntuali, consente una descrizione molto accurata del campo di moto del ventilatore per tutte le zone di interesse (monte, meato, valle), ma al contrario della seconda richiede tempi molto lunghi e non fornisce misure contemporanee nello spazio. Nel complesso, si rendono necessarie entrambe poiché complementari.

(28)

$%

3. Tecniche di misura e strumentazione

3.1 Misure acustiche

3.1.1 Richiami teorici

Il suono è un’onda longitudinale di pressione che si propaga in un mezzo elastico. Nel caso di aria, le molecole appartenenti a strati contigui vengono perturbate durante la propagazione dell’onda sonora ed oscillano attorno ad una posizione di equilibrio, dando luogo a zone di compressione e di rarefazione. La pressione acustica è definita come la parte fluttuante di pressione istantanea agente sulla membrana di un microfono o sul timpano, ovvero:

(3.1)

dove:

= pressione totale istantanea = pressione ambiente

= pressione fluttuante

Solitamente, vista la necessità di ottenere parametri specifici descrittivi dei fenomeni di interesse che non siano troppo ingombranti in termini di memoria per il calcolatore e, al tempo stesso, che evidenzino gli aspetti essenziali in maniera chiara e non ridondante, la prassi di studio in acustica considera quantità come la pressione efficace e il SPL, definiti rispettivamente come:

(3.2)

!"# $%%&'% () (3.3)

dove:

= pressione efficace

*+ = pressione di riferimento rappresentante la soglia di udibilità ,

Nel dettaglio, la pressione efficace rappresenta il valore di pressione cha avrebbe un segnale costante di pari potenza media, mentre il SPL permette di descrivere il volume di un suono come livello di pressione sonora rispetto ad una pressione di riferimento, pari alla soglia di udibilità. Per caratterizzare una sorgente acustica si fa riferimento ad indici specifici come la potenza acustica efficace ed il fattore di direttività, che descrive le eventuali direzioni preferenziali di emissione. La pressione acustica efficace, invece, rimane assieme all’intensità acustica efficace un indice rilevante per un particolare punto dello spazio. Ai fini di questo lavoro di tesi, prettamente incentrato sugli effetti del campo di moto del ventilatore nelle varie configurazioni e sul confronto con gli andamenti

(29)

$$ visualizzati negli spettri di SPL, viene omessa la trattazione approfondita di tutti gli indici caratteristici citati.

3.1.2 Spettro dell’SPL

Nella pratica, la quantità definita dalla (3.3) è detta OASPL (Overall Sound Pressure Level) per distinguerla dal SPL utilizzato nella distribuzione in frequenza del rumore misurato ( -), di particolare interesse per valutazioni più accurate sulle singole componenti e per l’identificazione dei meccanismi di generazione che intervengono. Per focalizzare il concetto si può pensare di inviare il segnale di pressione misurato ad un banco di filtri passabanda ideali, caratterizzati da funzione di trasferimento unitaria all’interno della propria banda e nulla al di fuori di essa, che coprono tutto il range di frequenza ./+-0 ./12 del fenomeno fisico di interesse. Di conseguenza, si ottengono 3 bande contigue di ampiezza 4. e risulta possibile ottenere la pressione efficace 0-proveniente da ogni filtro per poi passare facilmente al calcolo del -. Per facilitare la lettura dello spettro conseguente si assegna ad ogni banda una frequenza centrale di riferimento .-, che assume una definizione differente a seconda che la banda sia costante (spettri a banda fine) o proporzionale, ovvero:

• banda costante 4.- 4. 567 (3.4) .- #8 .+- 0- .9: 0- (3.5) • banda proporzionale 4.- .9: 0-; .+- 0- <.+- 0-; .+- 0- .+- 0- < ; (3.6) .- =.+- 0-.9: 0- ><.+- 0- (3.7)

Le bande proporzionali utilizzate in acustica sono di terzi di ottava (< # ?). In particolare, esse risultano utili per limitare il numero di valori memorizzati se si considera un range ampio di frequenza.

Tuttavia, risultano inappropriate in presenza di molti picchi associati al rumore tonale perché portano alla perdita di informazioni dato che, ad alte frequenze, più picchi possono ricadere nella stessa banda, risultando indistinguibili.

Le misure acustiche effettuate per questo lavoro di tesi prendono in considerazione bande costanti di ampiezza 4. @A. L’impiego di spettri in banda fine porta ad ottenere un’elevata risoluzione in frequenza e, di conseguenza, una buona descrizione dello spettro di SPL in ogni sua componente.

Tuttavia, per ricoprire l’intero range di frequenza di interesse per la percezione umana (fino a <@A) è necessario memorizzare un numero molto elevato di valori numerici. Gli spettri di SPL descritti in questo elaborato riportano range di frequenza più ristretti (entro i <@A) in quanto i fenomeni legati al flusso di ricircolo al gioco d’apice si manifestano a basse frequenze e devono essere descritti con una risoluzione adeguata alla loro finezza.

(30)

$& 3.1.3 Caratteristiche della misura

In aeroacustica l’analisi delle caratteristiche della PSD (Power Spectral Density) della pressione acustica misurata è di fondamentale importanza. I segnali di interesse sono stazionari, ovvero sono segnali di durata infinita e valore efficace finito (a “potenza finita”). Essi mantengono inalterate le loro proprietà statistiche, sia per diversi spezzoni (abbastanza lunghi) estratti durante la stessa realizzazione del fenomeno, sia durante diverse realizzazioni. Di conseguenza, il fatto che per problemi pratici l’acquisizione debba essere terminata ad un certo istante non comporta una perdita di informazioni, a condizione che gli spezzoni di segnale acquisiti siano di lunghezza sufficiente. Le considerazioni a riguardo dell’effettiva entità di B1CD da impostare durante le misure non sono semplici infatti, a seconda del preciso istante di inizio e fine acquisizione, si ottiene un segnale campionato che porta a risultati differenti per quanto riguarda il calcolo delle caratteristiche intrinseche (come ad esempio la media). L’esperienza porta ad utilizzare B1CD abbastanza elevati da minimizzare tali errori senza, però, eccedere e provocare una eccessiva quantità di dati immagazzinati in memoria. Solitamente, per misure di segnali stazionari, viene utilizzata una finestra di Von Hann di durata B1CD. Essa è caratterizzata da un andamento cosinusoidale nel dominio del tempo e da uno spettro in cui vi è un lobo centrale largo e lobi laterali bassi rispetto alla più semplice finestra rettangolare, applicabile solo quando è noto a priori il periodo del fenomeno di interesse (in quanto non applica alcuna pesatura sul segnale). Il fatto di avere un lobo centrale più largo comporta una peggiore risoluzione in frequenza, ma un decadimento maggiore dei lobi laterali permette una migliore identificazione delle componenti alle frequenze vicine. Utilizzando la finestra di Von Hann è necessario procedere alla correzione del valore efficace calcolato a partire dalla PSD, sovrastimato di 1.5 volte:

8 E.+- 0.9: F G H 9II JK %LMI %'N% O NPQ #RS HONPQ $%%0N JK #RS (3.8) TU !"# $%%&'% !"# V &'%# HONPQW $%%0NXJK #RS Y !"# HONPQW $%%0NXJK &'% ; RZ[ (3.9)

Gli spettri di SPL mostrati in questo elaborato sono il risultato di una media effettuata su spezzoni di segnale acquisiti in maniera continuativa in un’unica realizzazione del fenomeno fisico e parzialmente sovrapposti di una quantità pari al \ ]. La risoluzione in frequenza è pari a 4. @A mentre la durata dell’acquisizione è di [ 7.

(31)

$' 3.1.4 Set-up di misura e strumentazione

Le caratteristiche citate in precedenza ed inerenti alla sorgente (potenza acustica e fattore di direttività) sono valide in condizioni di campo libero, ovvero con uniformità delle proprietà acustiche del mezzo di propagazione ed in assenza di corpi estranei interposti. Questo perché, in caso opposto, ciò che si misura viene a dipendere dal singolo ambiente in cui si svolgono le prove, con conseguenti difficoltà nel seguito ad estendere i risultati ottenuti ad altri casi. La condizione di campo libero è realizzabile solo dal punto di vista teorico, tuttavia si rendono necessari degli accorgimenti e particolari predisposizioni dell’ambiente di misura per potersi avvicinare a tale condizione ideale. Solitamente questa viene in parte raggiunta all’interno di una camera anecoica, ovvero in un ambiente in cui le pareti sono progettate per assorbire la massima intensità acustica possibile, in modo da misurare con il microfono solamente la componente di onda acustica diretta emessa dalla sorgente. Le pareti vengono, quindi, rivestite da elementi cuneiformi (Fig. 3.1) di materiale poroso fonoassorbente, disposti in modo tale da dissipare con riflessioni multiple reciproche l’energia delle onde acustiche in calore (dovuto all’attrito dell’aria in vibrazione nei pori del materiale).

Fig. 3.1 – Principio di assorbimento acustico nei cunei

Si può dimostrare che per avere un effetto anecoico i cunei devono avere estensione dalla parete su cui sono posizionati almeno pari a ^ _ (con ^ 1`). Risulta facile, di conseguenza, affermare che l’effetto desiderato sulle componenti di rumore alle basse frequenze aumenta con le dimensioni della camera, in quanto aumentano le dimensioni dei cunei installabili. È necessario specificare che pareti e porte devono garantire isolamento acustico da ciò che avviene all’esterno della camera, quindi vengono realizzate con materiali densi e spessori elevati, e rivestite con materiale fonoassorbente. Le misure acustiche illustrate ed analizzate in questo elaborato sono state realizzate presso il laboratorio di aeroacustica della sezione MASET del DIME (Fig. 3.2). Il laboratorio è una camera semianecoica delle dimensioni fisiche di _ a b _R[ a b R\ a c , ovvero un ambiente anecoico per . d @A avente pavimento privo di elementi cuneiformi e, quindi, riflettente . Questo porta ad avere qualche limitazione sulla precisione delle misure in quanto è necessario considerare la presenza di riflessioni da parte del pavimento, che non risulta essere acusticamente assorbente. Di conseguenza, il rumore ricevuto dal microfono dipende sia dalla somma delle onde acustiche generate dalle pale del rotore che dalla somma delle onde riflesse dal pavimento. Il modo con cui avviene l’interferenza

(32)

$( dipende dalla natura periodica o casuale delle sorgenti. I contributi periodici alla stessa frequenza si sommano seguendo le leggi dell’interferenza per il modulo e fase, mentre per i contributi casuali si devono sommare le PSD (ossia i quadrati dei valori efficaci). Nel caso generale sia il modulo che la fase dell’onda ricevuta dipendono sia dalla posizione della sorgente che del ricevitore (microfono). Nelle misure effettuate in questo lavoro di tesi si considera una configurazione assialsimmetrica, in cui il microfono è sull’asse del rotore ( a di altezza da terra e a di distanza dal rotore) e quindi tutte le pale sono posizionate alla stessa distanza rispetto al microfono. Per stimare l’entità delle riflessioni da pavimento sul rumore totale misurato si utilizza il metodo della sorgente immagine [14].

Fig. 3.2 – Camera semianecoica

La configurazione di prova (ovvero quella standard, presente in Fig. 3.3) prevede il ventilatore montato su un pannello di legno di dimensioni esterne [Z aa b Z aa e spesso aa. Questo possiede un foro circolare nella zona centrale avente diametro di poco maggiore rispetto a quello della girante, in modo da permetterne il corretto funzionamento ma tale da limitare i ricircoli di flusso. L’azionamento è ottenuto con un servomotore brushless Danaher AKM42E– ANCNR – 00 (potenza di targa 1.14 kW a 640 V DC), controllato da PC. Esso ha il vantaggio di essere molto più stabile e più silenzioso di quello utilizzato nei moduli in produzione e non interferisce con il rumore aerodinamico. L’unico effetto è dato dalla presenza di un picco nello spettro a . G [ <@A che, però, non pregiudica lo studio sul rumore del flusso di ricircolo. Tramite l’encoder angolare presente nel motore è stato possibile ottenere il segnale tachimetrico necessario per le misure in rampa. Il motore è supportato da una struttura in metallo collegata al pannello che consente un preciso posizionamento del ventilatore mediante un sistema a tre assi. Il rotore è stato equilibrato staticamente con dei fermagli metallici applicati in prossimità del bordo d’ingresso delle pale. In tal modo si evitano le forzanti di natura centrifuga che si

(33)

$) svilupperebbero in esercizio e, di conseguenza, le vibrazioni del pannello. Queste, infatti, associate ad un possibile leggero disallineamento della girante rispetto al foro sul pannello (dovuto a problemi di montaggio) potrebbero essere causa di rumore tonale [7]. Per le misure acustiche è stato utilizzato un sistema di acquisizione Brüel & Kjær 3560-B-020 con un microfono pre - polarizzato modello Brüel & Kjær (½” 4189). Il software di gestione delle acquisizioni è Reflex Pulse, prodotto dalla Bruel & Kjaer ed adatto anche per operazioni di post-processing dei segnali, tra cui rilevazioni di sound quality.

Fig. 3.3 – Configurazione di prova

Per effettuare prove sperimentali ai diversi punti di funzionamento sulla curva caratteristica è stato necessario installare il ventilatore su un banco di prova acustico (“test plenum”), la cui geometria è regolata dalla norma ISO 10302 (1996) [20]. Il test plenum introduce alterazioni limitate del campo acustico e permette, per mezzo di una serranda scorrevole comandata, di variare la differenza di pressione presente tra gli ambienti di monte e valle.

Dal punto di vista teorico questo significa variare la perdita di carico dell’ambiente di scarico a valle del ventilatore, impedendo o meno la fuoriuscita di aria dal test plenum.

La corretta regolazione dell’apertura è stata ottenuta con l’ausilio di un manometro digitale. Nel seguito, come già anticipato, i due punti di funzionamento di interesse sono indicati con ML e DP.

Viene riportato un grafico con i punti di funzionamento considerati su ogni curva caratteristica di interesse (Fig. 3.4). Di fatto, tale grafico è l’estensione (dimensionale) di quello mostrato in Fig. 2.2 per i vari regimi di interesse per lo studio.

(34)

$* Fig. 3.4 – Punti di funzionamento sulle curve caratteristiche alle 5 velocità di interesse 3.1.5 Procedimento operativo

Le misure acustiche, effettuate nella configurazione standard (con il solo pannello montato sul test plenum), sono di due tipologie:

• a velocità di rotazione costante ( e 0 0 _ 0 Z 0 f a) nei punti di funzionamento a ML ed a DP. Come anticipato, la risoluzione in frequenza è pari a 4. @A ed il range di frequenza è . g [R_ <@A;

• in rampe lineari di velocità da f a a f a nel tempo di _e 7 nei punti di funzionamento a ML ed a DP. In questo caso, rispetto al precedente, il calcolo del SPL nel dominio h ; avviene con che varia tra e e e con risoluzione pari a 4 R .

3.2 Misure aerodinamiche con tecnica Laser Doppler Velocimetry

3.2.1 Caratteristiche generali

L’anemometro Laser Doppler (LDV) è uno dei più moderni ed avanzati strumenti di misura della velocità di un flusso. Esso possiede caratteristiche peculiari tali da renderlo, talvolta, preferibile rispetto alle tradizionali tecniche di misura ed in alcuni casi unico. Le sue caratteristiche principali possono essere così riassunte:

(35)

$+ • grandezze misurate non perturbate dalla presenza fisica dello strumento di misura,

per cui si ha la possibilità di effettuare misure all’interno di parti mobili di turbomacchine o, come in questo caso, all’interno del meato;

• nessuna necessità di calibrazione poiché la componente di velocità misurata è direttamente proporzionale alla frequenza Doppler (. ) rilevata dallo strumento, la quale dipende unicamente dalla lunghezza d’onda dei raggi laser e dall’angolo da essi formato;

• possibilità di effettuare misure puntuali di velocità con elevata precisione; • misura di componenti di velocità contemporaneamente;

• casualità e discontinuità delle misure effettuate.

In conclusione si può ritenere questo strumento particolarmente indicato per le misure delle componenti di velocità del ventilatore in differenti posizioni assiali, potendo contare sull’elevata precisione, sulla grande quantità di campioni acquisibili per ogni punto e sulla possibilità di effettuare traverse radiali per spaziare l’intera area di misura senza alterare le caratteristiche del flusso. Importanti indicazioni per la valutazione degli errori tipici dei sistemi LDV possono essere trovate in letteratura [15,16].

3.2.2 Principio di funzionamento e modello a frange di interferenza

Il principio di misura si basa sulla determinazione della velocità di particelle traccianti inserite nel fluido, a partire dallo spostamento Doppler che subisce la luce diffusa da tali particelle rispetto a quella incidente. L’intensità della luce diffusa da parte di particelle traccianti di dimensione (, maggiore della lunghezza d'onda ^ della radiazione incidente, è una funzione complicata del rapporto ( ^, del rapporto tra gli indici di rifrazione del mezzo e delle particelle, delle posizioni relative di trasmettitore e ricevitore e della distanza di quest'ultimo dalla particella diffondente. In realtà, non si è interessati all'intensità della luce diffusa, ma piuttosto alla differenza tra le frequenze della radiazione emessa e quella della radiazione diffusa. Si considera un osservatore in moto a velocità j rispetto ad una sorgente di onde (aventi lunghezza d'onda ^ e velocità 5), ad una distanza tale da poter considerare l'onda come piana (Fig. 3.5). La distanza percorsa dall'osservatore nell'unità di tempo, nella direzione della sorgente, è pari a j k!l m (essendo m l'angolo tra la direzione della velocità e quella tra l'osservatore e la sorgente); invece, il numero di onde intercettate (nell’unità di tempo) in più rispetto al caso stazionario (.9 5 ^) è pari a n opq r

s . Di conseguenza, si ottiene:

. sC n opq rs (3.10)

Si nota un aumento della frequenza della radiazione rispetto al caso stazionario (.9), pari a:

(36)

$, Fig. 3.5 – Effetto Doppler

In realtà, nel caso della tecnica LDV le particelle traccianti sono in moto mentre l'osservatore rimane fermo, ma per j t 5 (come in effetti é) la trasformazione é del tutto equivalente. Però il processo di diffusione della luce é doppio: vi é un primo spostamento in frequenza causato dall'interazione tra radiazione incidente da un sistema di riferimento in quiete (S) rispetto alla particella tracciante in moto (P) e un secondo spostamento causato dall'interazione tra particella in moto che diffonde (riemette) la luce verso un ricevitore in quiete (R). Di conseguenza, con riferimento alla Fig. 3.6, si ha:

. ; .9 n opq rs Q .*; . n opq rs (3.12) Di conseguenza, si ottiene: &u L L n opq rQvn opq r C 8n C k!l w rQvr 8 x k!l w rQur 8 x 8n C k!l y lz{ | 8 (3.13)

Fig. 3.6 – Effetto Doppler nella tecnica LDV

Lo spostamento Doppler, quindi, misura la componente i k!l y (componente della velocità lungo la bisettrice tra direzione di emissione e di ricezione) e dipende dal seno di

(37)

&-metà dell'angolo tra le direzioni di emissione e di ricezione. La variazione relativa &uL

L con

valori tipici delle grandezze è molto piccola (G uS) e la sua rilevazione risulta particolarmente difficile anche per sistemi avanzati. Per migliorare la determinazione della frequenza Doppler, si utilizza una configurazione con due raggi incidenti da due direzioni (provenienti dalla stessa sorgente) al fine di valutare la differenza tra gli spostamenti Doppler (la cosiddetta tecnica LDV differenziale).

Fig. 3.7 – Effetto Doppler nella tecnica LDV differenziale

Facendo riferimento alla Fig. 3.7, si ottiene:

} &Qu LQ LQ ~Q LQ n opq rQvn opq r C & u L L ~ L n opq rQ€vn opq r C (3.14)

Dato che la luce da S1 e S2 proviene dalla stessa sorgente (.9# .98 , si ottiene: 4. 4.#; 4.8 .*#; .*8 j^ k!l m#; k!l m# 8n s lz{ wrQurQ € 8 x lz{ wrQvrQ € 8 x 8ns lz{ wr8x k!l y (3.15)

La formula ottenuta è formalmente analoga alla precedente, ma questa volta la differenza di frequenza misurata è quella al ricevitore indipendentemente dal valore della frequenza di emissione (cioè non si osserva una variazione della frequenza rispetto a quella di emissione, ma direttamente un segnale alla frequenza .*#; .*8). La differenza di spostamento Doppler non dipende dalla direzione di osservazione (e questo significa che si può posizionare il ricevitore in qualsiasi posizione con un'apertura di ricezione, cioè una lente, grande a piacere) ed è linearmente proporzionale alla componente di velocità perpendicolare all'asse ottico.

(38)

&% Di fatto, vale:

j k!l y 74. (3.16)

dove:

7 8 q•‚ws ƒx = costante di calibrazione (espressa come distanza)

Da questo punto di vista, un sistema LDV realizza la misura della velocità attraverso quella del tempo necessario (in realtà della frequenza) ad attraversare uno spazio noto, definito dal volume di misura. Per descrivere questo aspetto è necessario introdurre il modello di frange di interferenza. Si considerano due raggi laser (onde luminose) della stessa intensità, ricavati dallo stesso raggio originario, che si intersecano in un certo punto centrato nel volume di misura. In tale punto si verifica la sovrapposizione delle due onde con la stessa frequenza con conseguente formazione di frange di interferenza (Fig. 3.8), costituite da zone di massima e di minima intensità luminosa dovute rispettivamente alla sovrapposizione dei massimi (banda luminosa) e dei minimi (banda scura).

Fig. 3.8 – Interferenza tra i due raggi luminosi

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